大功率非能動壓水堆嚴重事故工況堆芯熔毀進程研究

石興偉，蘭 兵，靖劍平，畢金生，張春明

(環境保護部核與輻射安全中心，北京100082)

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大功率非能動壓水堆嚴重事故工況堆芯熔毀進程研究

石興偉，蘭 兵，靖劍平，畢金生，張春明

(環境保護部核與輻射安全中心，北京100082)

應用MELCOR 2.1程序，建立了大功率非能動反應堆主要回路、非能動安全系統及安全殼的熱工水力模型，并以熱段小破口疊加ADS 1閥門失效和內置換料水箱失效觸發嚴重事故為研究對象，對事故進程進行模擬，對堆芯熔毀進程進行了分析。分析結果表明：1)鋯合金和不銹鋼氧化釋熱功率在蒸汽充足的情況下高于燃料的衰變功率，將加速堆芯的惡化；2)約13.1%的不銹鋼和27.1%的鋯合金被氧化，共產生550.99 kg氫氣；3)堆芯構件的熔化主要依賴于材料自身的熔點和有無構件支撐，堆芯支撐板能夠延緩熔融物跌落進入下封頭的進程；4)熔池形成后若外部冷卻的不足將很快導致下封頭應力失效。

MELCOR2.1；嚴重事故；小破口；大功率非能動壓水堆；堆芯熔毀

日本福島核電事故后，核電廠的設計和運行對嚴重事故的預防和緩解能力提出了更高的要求。目前，依據美國核管會(NRC)批準的西屋公司堆芯損傷評價導則(CDAG)，國內對秦山二期以及百萬千瓦級核電廠進行了嚴重事故下堆芯損傷評價[1-2]，對堆芯損傷狀態評價方案以及自主化軟件的開發也有相應探討[3-5]。目前，嚴重事故下堆芯的熔化機理研究仍是行業研究熱點，熔化后的復雜事故進程依然充滿了大量的不確定性。此次研究主要對嚴重事故下燃料組件以及其他堆內構件的行為進行確定性分析，以加深對堆內材料的氧化、熔化、遷移等事故進程的理解，為事故緩解措施的制定提供參考。

大功率非能動反應堆在三代非能動先進壓水堆技術基礎上對反應堆冷卻劑系統、專設安全設施、主要核島輔助系統和主設備以及核島廠房布置等進行了重新設計和系統性的優化，提升了電廠發電功率的同時提高了設備系統的安全性和經濟性。

鑒于熱段小破口疊加安注設施失效存在導致高壓熔堆的風險[6]，選取了大功率非能動反應堆核電廠熱管段小破口疊加ADS 1閥門失效、內置安全殼換料水箱(IRWST)失效作為典型嚴重事故始發事件，利用MELCOR 2.1對主要回路系統和非能動安全設施進行建模，并鏈接SNAP(Symbolic Nuclear Analysis Package)圖形化模擬堆芯熔毀進程，分析堆芯損傷機理。

1 核電廠系統建模和事故假設

1.1 核電廠系統建模

系統建模和計算使用的程序為美國NRC技術轉讓軟件MELCOR 2.1和SNAP[7-8]，其中MELCOR 2.1主要用于事故進程計算，SNAP用于事故圖形化建模和結果處理。

圖1 SNAP圖形化系統建模Fig.1 Symbolicnodalization of systems with SNAP

1) 系統模型：借助SNAP圖形化建模平臺，建立了反應堆冷卻劑系統和事故緩解安全設施模型，如圖1所示。反應堆冷卻劑系統包括壓力容器、堆芯通道、冷卻劑環路、穩壓器等；冷卻劑環路包括熱段、蒸汽發生器一次側、主泵和冷段；二回路系統包括給水、下降段、沸騰段、汽水分離器、蒸汽管道及有關閥門等；非能動堆芯冷卻系統由兩個堆芯補水箱(CMT)、兩個安注箱(ACC)、一個IRWST、非能動余熱排出(PRHR)熱交換器及相連管線組成。

2) 堆芯模型：如圖2所示，堆芯及下封頭對193個組件從里向外沿徑向分為8個環，最外層環不含燃料組件；軸向劃分為15段，其中堆芯活性區均勻劃分為11段。

圖2 堆芯和下封頭節點劃分Fig.2 Nodalization of core and lower head

3) 安全殼模型：如圖3所示大功率非能動反應堆安全殼節點劃，共包含10個控制容積和24個流道。

模型穩態調試結果表明：關鍵參數誤差在1%以內，滿足程序模擬偏差范圍要求，模型能夠準確模擬系統熱工響應和事故序列。

圖3 安全殼節點劃分Fig.3 Containment nodalization

1.2 事故假設

參考三代非能動先進反應堆初步安全分析報告[9]，選取可能導致熔堆的其中一個事故序列來分析評估嚴重事故進程及可能造成的堆芯損傷后果，事故緩解措施啟動假設如表1所示。

表1 事故緩解措施假設

2 嚴重事故模擬

2.1 嚴重事故序列描述

表2列出了嚴重事故主要進程。如圖4所示，0 s時反應堆主冷卻劑系統(RCS)發生5.08 cm小破口，引起主回路壓力快速下降。冷卻劑的噴放觸發穩壓器液位低-2信號和壓力低-2信號，并導致反應堆停堆，111.2 s時反應堆停堆。停堆后，反應堆主回路系統壓力持續下降，在穩壓器壓力低-3信號為真時，觸發“S”信號，同時CMT注射啟動，主給水隔離。在“S”信號后延遲5 s，主冷卻劑泵開始停轉， 2 s 后關閉主冷卻劑泵。冷卻劑的持續噴放造成安全殼內升溫升壓，在安全殼壓力達到高-2信號時，啟動非能動安全殼冷卻系統。隨著CMT的注水，2 494.0 s時，一臺CMT液位出現低-1信號，ADS 1閥門打開失??；延遲212 s， (1/2) ADS 2-3相繼打開，主回路系統壓力持續下降。在ADS 3閥門開啟后，經過一定的延時，在CMT液位低-2信號為真時，3 017.7 s一臺 (1/4) ADS 4閥門打開。由于ACC、IRWST重力注射和再循環管線的啟動失敗，堆腔內只有部分從蒸汽發生器隔間泄漏的冷卻劑維持下封頭的降溫。如圖5所示，隨著冷卻劑的減少，堆芯頂部開始裸露，4 291 s堆芯頂部構件開始出現熔化，并逐漸在堆芯形成熔池，熔融物碎片逐漸向下遷移至下腔室，并將下腔室內水逐漸蒸干，在下腔室內形成由氧化物和金屬構成的熔池，由于壓力容器外部冷卻不足，10 437.9 s壓力容器應力失效，熔融物噴射進入堆腔。

表2 嚴重事故序列時間表

圖4 一二回路壓力Fig.4 Pressure of primary and secondary loops

圖5 壓力容器液位Fig.5 Liquid level in RPV

2.2 堆芯損傷進程模擬

將計算結果文件鏈接到SNAP圖形化建模平臺以可視化模擬堆芯損壞進程。如圖6所示，在0 s時為運行穩態，約4 351.5 s時，堆芯活性區已經部分裸露，熔渣碎片在中間燃料組件最頂層出現，并逐漸向下遷移；8 019 s時，堆芯液位持續下降，堆芯碎片床擴大，導致臨近燃料、包殼、格架、控制材料失效，在堆芯形成熔池；8 051 s時，最內側堆芯支撐板失效，熔渣碎片遷移至下腔室，上部形成空隙，下腔室內冷卻劑在熔渣衰變熱加熱下快速蒸干，大量的水蒸氣反過來加速包殼材料的氧化進程；10 000 s左右堆芯所有的燃料組件全部失效跌落至下腔室，并在頂部形成熔池。由于IRWST重力注射失效，壓力容器外部冷卻水位很低，無法有效地帶走壓力容器內熔渣碎片的熱量，導致下封頭不斷升溫；約10 435.9 s，下封頭側面應力失效。

圖6 SNAP模擬堆芯熔化和下封頭失效Fig.6 Simulation of core melt and lower head failure with SNAP

3 堆芯損傷進程分析

3.1 堆芯材料氧化分析

MELCOR對堆芯部件的建模主要集中在二氧化鈾燃料、鋯合金包殼、不銹鋼格架和支撐板、銀銦鎘控制材料。其中不銹鋼和鋯合金材料在高溫蒸汽中的氧化反應會釋放大量熱量和氫氣，氧化反應不僅破壞金屬合金基體、堵塞換熱通道、加速構件損毀進程，同時釋放的大量氫氣會在安全殼隔間聚集，威脅安全殼的完整性。

將堆芯衰變功率與氧化釋熱率對比，如圖7所示。在停堆后4 000～6 000 s時，堆芯衰變功率在0.48×108～0.3×108W左右，而此時氧化釋熱率在很長時間內大于衰變熱釋熱率，其中峰值為1.48×108W。在6 000～ 7 000 s 之間，堆芯材料逐漸遷移至下腔室發生淬火反應，此時氧化釋熱率也達到很高數量級。圖8為堆芯材料的質量變化，其中約5 160.0 kg不銹鋼和7 549.0 kg鋯合金被蒸汽和水氧化，分別生成6 796.2 kg不銹鋼氧化物和10 197.0 kg二氧化鋯，不銹鋼和鋯合金的氧化率分別約為13.1%和27.1%。如圖9所示，不銹鋼氧化反應和鋯合金氧化反應分別產生氫氣217.12 kg和333.87 kg，合計生成氫氣550.99 kg。包殼溫度超過1 873 K時，MELCOR程序采用的Urbanic-Heidrick氧化公式氫氣產量高于Baker-Just氧化公式，計算更加保守[10]。

圖7 衰變功率與氧化釋熱Fig.7 Decayheat & oxidation heat generation rate

圖8 堆芯主要材料質量變化Fig.8 Mass change of main materials in core

圖9 氫氣產量Fig.9 Hydrogen production

3.2 堆芯材料失效分析

堆芯材料的失效主要取決于材料的熔點和下部節點支撐。在材料溫度到達自身熔點時，材料將會熔化，質量向下層節點遷移；如果下層節點失效，若假設材料本身不具有支撐性，下層節點的失效必然會導致上層節點的跌落。如 圖10～圖12所示，以堆芯活性區最上層節點為例，給出了由內至外7環的燃料、包殼、格架和控制材料、支撐材料溫度。在堆芯液位逐漸下降過程中，裸露的堆芯部件溫度迅速上升，沿堆芯徑向包殼、格架達到自身熔點開始熔化失效，二氧化鈾燃料失去支撐也隨著包殼和格架的失效變成熔渣碎片跌落至下支撐板。

圖10 燃料溫度Fig.10 Fuel temperature

圖11 包殼溫度Fig.11 Cladding temperature

圖12 非支撐構件溫度Fig.12 Non-supporting structure temperature

如圖13所示，堆芯支撐板所在節點為軸向第二層，在燃料和包殼以及格架遷移至堆芯支撐板上，堆芯支撐板溫度開始劇烈上升，最終到達設置的支撐板的失效溫度1 273.15 K而失效。

3.3 熔池形成分析

在堆芯損毀過程中，堆芯會形成金屬熔池和氧化物熔池。熔池不會穩定不變，熔池內熔融物會向下遷移、固化、再熔化。如圖14所示，以節點101內熔池為例，金屬氧化物熔池與金屬熔池下側，前者溫度高于后者。熔池的溫度會出現斷層，這是因為熔池向下遷移會固化和再熔化，同時底層的熔池也會因為外部冷卻出現固化消失。

圖13 支撐構件溫度Fig.13 Supporting structure temperature

圖14 堆芯熔池溫度Fig.14 Molten pool temperature

堆芯支撐板完全失效后，在下腔室內形成分層熔池，上層為金屬熔融物，下層為金屬氧化物，由于熔渣碎片的存在，熔池存在一定的孔隙率。

4 結論

應用SNAP圖形化建模平臺，建立了大功率非能動反應堆主要回路、非能動安全系統及安全殼的熱工水力模型。以熱段5.08 cm小破口疊加ADS1閥門失效、IRWST失效事故序列為研究對象，使用最新版本MELCOR 2.1程序對該嚴重事故序列進行模擬，重點分析了堆芯損傷進程，分析結果表明：

1) 鋯合金和不銹鋼與蒸汽氧化反應釋熱功率在有些時刻高于燃料的衰變功率，氧化釋熱加速了堆芯的惡化；

2) 約13.1%不銹鋼和27.1%鋯合金在堆芯損毀過程中被氧化，并產生大量的氫氣，而氫氣的燃燒會威脅安全殼的完整性；

3) 堆芯內構件的失效主要依賴于材料自身的熔點和有無構件支撐，堆芯支撐板能夠延緩熔融物跌落進入下封頭的進程；

4) 壓力容器外部冷卻會使金屬氧化物熔池固化，但隨著更多金屬熔融物的跌落，外部冷卻不足會導致下封頭應力失效。

下封頭的應力失效會導致熔融物噴射進入堆腔，發生熔融物和混凝土相互作用；金屬氧化產生的大量氫氣則可能導致氫氣在安全殼內部集聚燃燒，威脅安全殼的完整性。下一步將對壓力容器應力失效、熔融物和混凝土相互作用以及氫氣燃燒進行研究。

[1] 魏瑋, 周志偉. 應用CDAG方法進行秦山二期大破口LOCA嚴重事故堆芯損傷研究[J]. 核科學與工程, 2008.12, 28(4): 334-340.

[2] 魏瑋, 周志偉. 中國百萬千瓦級核電站嚴重事故下堆芯損傷評價[J]. 原子能科學技術, 2011.3, 45(3): 302-306.

[3] 魏嚴凇, 李文雙, 史曉磊等. 壓力容器水位參數在堆芯損傷評價方法中的應用[J]. 原子能科學技術, 2014.10, 第48卷增刊: 385-388.

[4] 何忠良, 趙纖. 事故后的堆芯損傷評價方法和程序[R], 上海核工程研究設計院, CNIC-00769, SNERDI-0021.

[5] 李文靜, 馬如冰, 唐景宇等. 核電廠堆芯損傷評價研究及軟件開發[J]. 核科學與工程, 2015.3, 35(1): 169-173.

[6] 陳耀東. AP1000小破口疊加重力注射失效嚴重事故分析[J]. 原子能科學技術, 2010.9, 第44卷增刊: 242-247.

[7] Sandia National Laboratories, MELCOR Computer Code Manuals Vol.2: Reference Manuals [R]. NUREG/CR-6119, Vol.1, Rev 3179 SAND2011-xxxx, 2011.

[8] Applied Programming Technology, Inc. Symbolic Nuclear Analysis Package (SNAP) User’s Manual[R]. April 2007.

[9] Nuclear Regulatory Commission. Final Safety Evaluation Report for AP1000 Related to Certification of the AP1000 Standard Design, Chapter 19[R]. Washington D.C: NRC, 2004.

[10] 石興偉, 曹欣榮, 趙國志. 輕水反應堆嚴重事故包殼氧化仿真模型評估[J]. 計算機仿真, 2014, 31(04): 127-131.

Study on Core Meltdown Progression under Severe Accident for Large Power Passive PWR

SHI Xing-wei, LAN Bing, JING Jian-ping, BI Jin-sheng, ZHANG Chun-ming

(Nuclear and Radiation Safety Center, Ministry of Environmental Protection, Beijing 100082, China)

The thermal-hydraulic models of the primary loop system, passive safety systems and containment compartments had been built using MELCOR 2.1 code for the large power passive PWR. The scenarios of severe accident initiated by small break on a hot leg with both failure of ADS1 and internal refueling water storage tank (IRWST) had been simulated by this code, and the core meltdown progress had been analyzed emphatically. The analysis results showed that: (1) The total oxidation heat generation rate of Zircalloy and stainless steel with sufficient steam is higher than the total decay heat generation rate, and that will accelerate the core deterioration; (2)about 13.1% of stainless steel and 27.1% of Zircalloy have been oxidized, and 550.99 kg hydrogen has been generated due to oxidation reaction; (3) The core components melt depends on the material melting point and the supporting component generally, and the core support plate will delay the debris downward progression from core to lower plenum; (4) The lower head will fail by yielding as a result of insufficient ex-vessel cooling after the formation of debris molten pool.

MELCOR 2.1; Severe accident; Small break; Large power passive PWR; Core meltdown

2016-12-20

國家科技重大專項項目資助(2013ZX06002001)，國家科技重大專項項目(2015ZX060002007)

石興偉(1985—)，男，山東菏澤人，工程師/博士，現主要從事嚴重事故安全分析研究工作

蘭兵，E-mail：lanbing@chinansc.cn

TL364.4

A

0258-0918(2017)02-0250-07